Note: Descriptions are shown in the official language in which they were submitted.
38~
La présente invention est relative a un appareil-
luge électrique de puissance, soit une inductance variable
du type comprenant un noyau magnétique à trois jambes, un
bobinage d'entree ou primaire alimente en courant alternatif,
et un circuit de contrôle à courant continu.
Conventionnellement, le bobinage primaire d'une
telle inductance variable comprend au moins un enroulement
dans lequel circule un courant alternatif qui induit un
flux magnétique alternatif de même intensité à l'intérieur
de deux des trois jambes du noyau magnétique. De son coté,
le circuit de contrôle est soumis à un courant continu qui
induit un flux magnétique continu de même intensité dans
ces deux jambes. les flux alternatif et continu sladdition-
nient dans l'une des deux jambes et slopposent dans loutre
lys et vice versa selon les alternances positives ou négatives
du courant alternatif. La fonction du flux magnétique con-
ténu induit dans chacune des deux jambes est de suturer plus
ou moins profondément le noyau magnétique pour ainsi doter-
miner la perméabilité de celui-ci au flux alternatif et par
le fait même l'impedance du bobinage primaire. Cette
impédance peut donc être variée en modifiant l'intensité
du courant continu du circuit de contre de manière a
modifier l'intensi*é du flux magnétique continu induit dans
les deux jambes. Plusieurs systèmes ont été proposes pour
ajuster l'intensite de ce courant continu de manière à
obtenir une caractéristique de fonctionnement désirée de
l'inductance variable certains redressant le courant alter-
natif du bobinage primaire pour alimenter le circuit de
contrôle avec ce Curant redresse.
Ces inductances variables connues ont le
désavantagé d'avoir une caractéristique de fonctionnement
qui est ires sensible à toute variation dans les propriétés
intrinsèques du matériau constituant le noyau magnétique et
dans la construction de ce noyau, à l'echauffement ou au
moindre déplacement dans le noyau magnétique et aussi
l'effet lié a la fréquence. Fe plus, de telles inductances
~293!3~
de l'art antérieur ne permettent pas d'obtenir une
caractéristique de fonctionnement pour laquelle serait
possible une plage de variation optimale du courant alter-
natif dans le bobinage primaire et donc de la puissance
reactive de l'inductance variable en réponse à une faible
variation de la tension aux bornes de ce bobinage primaire
à un niveau de tension donne, ce qui serait très utile pour
une application de l'inductance variable par exemple à
la régulation de tension alternative.
là Le but principal de la présenté invention est
donc d'éliminer les différents inconvénients énumères ci-
dessus en introduisant un entrefer dans chacune des deux
jambes du noyau magnétique où les flux magnétiques alterna-
tif et continu s'additionnent ou s'opposent.
Plus particulièrement, la présenté invention
propose une inductance variable comprenant:
un noyau magnétique muni de trois jambes ayant
chacune une première et une seconde extrémité, ces pro-
mères extrémités étant reliées en un premier point commun
du noyau magnétique, et ces secondes extrémités étant
reliées en un second point commun de ce noyau magnétique;
un bobinage primaire alimenté par un courant
alternatif:
un bobinage de contrôlé; et
des moyens pour alimenter le bobinage de contre
avec un courant continu ayant une intensité qui varie en
fonction d'un paramètre électrique relié au fonctionnement
de l'inductance variable;
le bobinage primaire et le bobinage de contxole
étant disposés par rapport au noyau magnétique de manière
ce que les courants alternatif et continu induisent dans
une première lesdites trois jambes un flux magnétique alter-
natif et un flux magnétique continu qui s'additionnent ou
qui slopposent selon que le courant alternatif passe par
une alternance positive ou négative, respectivement/ et
dans une seconde lesdites trois jambes un flux magnétique
2931~
alternatif et un flux magnétique continu qui s'opposent ou qui s'ad-
ditionnent selon que le courant alternatif passe par une alternance
positive GUÉ négative respectivement, le flux magnétique
continu induit dans chacune des première et seconde jambes
ayant une intensité qui varie avec l'intensité du courant
continu pour ainsi varier l'impédance du bobinage primaire;
la première jambe comportant un entrefer traversé
par le flux magnétique résultant induit dans cette première
jambe, et la seconde jambe comportant un entrefer traversé
par le flux magnétique résultant induit dans cette seconde
jambe.
Selon un mode de réalisation préféré de l'inven-
lion, le paramètre électrique est l'intensite du courant
alternatif alimentant le bobinage primaire, et les moyens
d'alimentation en courant continu comportent un pont de
dindes reliant en sorte le bobinage primaire et le bobinage
de contrôlé, pour ainsi redresser le courant alternatif
alimentant le bobinage primaire et alimenter le bobinage de
contrôle avec ce courant redressé opération en auto contrôle).
Selon un autre mode de réalisation préféré de
l'invention, le bobinage primaire comporte un premier en-
roulement et un second enroulement connectés en série, en-
roulés autour des première et seconde jambes, respectivement,
et alimentés par le courant alternatif de telle sorte que ce
courant alternatif induise dans la première jambe un premier
flux magnétique alternatif et dans la seconde jambe un second
flux magnétique alternatif, ces premier et second flux magné-
tiques alternatifs s'additionnant dans la troisième lesdites
trois jambes, et le bobinage de contrôle comprend un trot-
sciâmes enroulement superposé au premier enroulement, et unquatrieme enroulement superposé au second enroulement, ces
troisième et quatrième enroulements étant connectes en
série, enroulés autour des première et seconde jambes, nos-
pectivement, et alimentés par le courant continu de telle
sorte que ce courant continu induise un flux magnétique
-- 3 --
~2~3~L
continu circulant dans un cixauit magnétique ferme défini
par les première et seconde jambes,
De préférence, les premier et troisième enroule-
monts sont disposes autour de la première jambe de manière
a ce que l'entrefer de cette première jambe se retrouve
au centre de ces premier et troisième enroulements, et les
second et quatrième enroulements sont également disposes
autour de la seconde jambe de manière à ce que l'entrefer
de cette seconde jambe se retrouve au centre de ces second
et quatrième enroulements.
L'inductance variable peut également comprendre
un bobinage de polarisation monte sur le noyau magnétique
et alimente en courant continu, ainsi qu'une inductance de
valeur fixe reliée en sorte avec le bobinage de contrôle.
Les avantages et autres caractéristiques de la
présenté invention apparaîtront plus clairement à la lecture
de la description qui suit d'un mode de réalisation préfère
de celle-ci, donne a titre d'exemple non-limitati~ seulement
avec référencé aux dessins annexes dans lesquels:
La Figure la) représenté une inductance variable
autocontr61ee entrefers selon l'invention, munie d'un
noyau magnétique trois jambes;
La Figure lb) illustre une section possible pour les trois
jambes du noyau magnetigue de l'inductance de la Figure la
La Figure fa) est le circuit équivalent de l'in-
duc tance variable autocontrôlee a entrefers de la Figure la);
Les Figures 2, 3, 4 et 5 montrent différentes
courbes de fonctionnement, réelles ou idéales, de l'inductance
variable de la Figure la);
Les Figures fa) et 6b) illustrent sous forme de
circuits équivalents, l'addition de composants permettant un
ajustement des caractéristiques de fonctionnement de lin duc
tance variable de la Figure la);
La Figure 7 représenté une superposition d'enroule-
monts autour de deux jambes du noyau magnétique de lin duc
y
tance selon l'invention;
Les Figures fa), 8b) et oc) montrent pour une application à la régulation de tension des lagons de moi-
fier les caractéristiques dépression de l'inductance
variable; et
La Figure 9 illustre une application de lin duc
tance variable la régulation de tension alternative dans
le cas d'une alimentation par couplage capacitif, par
exemple par fil de garde.
L'inductance variable comporte, tel qu'illustré
à la Figure la) des dessins, un noyau magnétique identifié
de façon générale par la référence 1 et formé d'une jambe
centrale 2 et de deux jambes externes 3 et 4, toutes trois
disposées substantielle ment dans un même plan de lagon à
faciliter la construction du noyau magnétique 1. Les trois
jambes ont leurs premières extrémités reliées en un premier
point commun 34 et leurs secondes extrémités en un second
point commun 35. Le noyau magnétique est avantageusement
constitué de tôles superposées les unes aux autres et
parallèles au plan dans lequel sont situées les trois
jambes. Ces thé sont identifiées par la référencé 20 sur
la Figure là) qui représente la section des jambes 2 a 4
prise pour fins d'exemple selon l'axe A-A de la Figure la).
Le nombre et épaisseur des tôles 20 formant les tiffe-
rentes jambes du noyau magnétique 1 peuvent bien entendu être choisis selon les critères habituels de conception de
tels noyaux magnétiques.
Tel que représenté la Figure lb), la jambe
centrale 2 et les jambes externes 3 et 4 ont une section de
même surface et cruciforme quasi circulaire.
Cependant, bien qu'il importe que la section des
jambes externes 3 et 4 soit de même surface, la section de
la jambe centrale 2 peut avoir une surface égale ou plus
grande que celle de la section des jambes 3 et 4. Ces trois
jambes 2 a 4 peuvent également avoir une section carrée ou
-- 5 --
.
~l2293~3~
rectangulaire.
Pour des raisons qui deviendront évidentes a la
lecture de la description qui suit, il est important que
les tôles 20 du noyau magnétique soient réalisées en un
acier magnétique ou en tout autre matériau magnétique
ayant une courbe de magnétisation avec un genou prononcé.
Pour éviter les phénomènes de saturation partielle dans la
région des jonctions de ces tôles 20, qui ont pour effet
d'allonger le genou de la courbe de magnétisation, il faut
réunir les tôles par des fonctions à Or, et en au moins
trois paliers, tel qu'illustré par exemple en 5 et 6 sur
la Figure la).
Se référant de nouveau a cette Figure la), la
jambe externe 3 du noyau comporte en son centre un entrefer
7 tandis que la jambe externe 4 a en son centre un entrefer
y ces deux entrefers 7 et 8 ayant une longueur identique.
Un premier bobinage qu'il convient ici d'appeler
bobinage primaire est alimenté en courant alternatif par
une source électrique alternative 9 et comporte un premier
enroulement lova disposé autour de la jambe externe 3 et un
second enroulement lob disposé autour de la jambe externe
4. Un bobinage de contrôle comprend un premier enroulement
fia superposé à l'enroulement lova et un second enroulement
lob superpose a l'enroulement lob Les enroulements lova et
lob ayant un même nombre de tours sont reliés en sorte,
ainsi que les enroulements fia et lob ayant aussi un même
nombre de tours. D'une manière avantageuse, les enroulements
lova et fia sont positionnes autour de la jambe externe 3
pour que l'entrefer 7 se retrouve en leur centre. De la même
façon, les enroulements lob et lob sont positionner autour
de la jambe externe 4 de façon à ce que l'entrefer 8 se
retrouve en leur centre. Cette disposition des enroulements
est avantageuse en ce qu'elle diminue considérablement les
flux de fuite autour des entrefers.
Un pont de redressement 12 a double alternance
6 --
~22~3~3~
formé de quatre dindes redresse le courant alternatif
circulant dans le bobinage primaire afin d'alimenter le
bobinage de contrôle avez ce courant redressé qu'il
convient d'appeler courant continu, pour ainsi obtenir un
fonctionnement en autocontrole de l'inductance variable.
En fait, ce pont de redressement 12 relie directe-
ment en série les bobinages primaire et de contrôle entre
les bornes de la source 9 de sorte que le courant alter-
natif du bobinage primaire puisse être redressé pour ait-
monter le bobinage de contrôlé. L'amplitude du courant continu circulant dans les enroulements fia et lob con-
nec tés en série est donc fonction de l'amplitude du
courant alternatif circulant dans les enroulements lova et
lob aussi reliés en série.
Le sens des enroulements fia et lob ainsi que
leur inter connexion en série sont choisis de sorte que
le courant continu du bobinage contrôle induise un flux
magnétique continu qui circule dans un circuit magnétique
fermé défini par les jambes externes 3 et 4. Donc, aucun
flux magnétique continu ne résulte dans la jambe centrale.
Fe flux magnétique continu généré par les enroulements fia
et lob dans les deux jambes externes 3 et est identifié
par les flèches 13 et y respectivement. fa fonction de ce
flux magnétique induit est de suturer plus ou moins profond
dément le noyau magnétique 1, entraînant en conséquence une
diminution de l~impédance du bobinage primaire et une auge
tentation du courant alternatif de ce bobinage, et ce jusqu'à
un point stable.
Durant chaque alternance positive du courant alter-
natif circulant dans le bobinage primaire, les enroulements
lova et lob génèrent respectivement des flux magnétiques ci-
ter natifs identifiés par les flèches 15 et If. Ces flux
alternatifs 15 et 16 s'additionnent dans la jambe centrale
2 tel qu'illustré en 17.
A l'interieur de la jambe magnétique externe 3,
le flux magnétique continu 13 s'oppose au flux magnétique
, ,
~2293~
alternatif 15 pour donner la résultante de flux magnétique
identifié par la flèche 18. Au contraire, l'intérieur
de la jambe externe 4, les flux magnétiques continu 14 et
alternatif 16 s'additionnent. Cette addition de flux
magnétique est illustrée par les flèches 19.
Bien entendu, la superposition de flux magnétiques
alternatif et continu décrite ci-dessus se produit lors de
chaque alternance positive du courant alternatif délivre
par la source 9. Il peut être facilement déduit qu'un
phénomène inverse se produit lors de chaque alternance
négative du courant alternatif circulant dans les enroule-
monts lova et lob puisque dans ce cas, les flux magnétiques
alternatifs induits par ces enroulements lova et lob dans
les jambes externes 3 et 4, sont en sens contraire.
Il est à noter que même dans le cas où la jambe
centrale 2 du noyau magnétique 1 a une section de même surface
que chacune des deux jambes externes 3 et 4, elle ne peut se
suturer dû à la répartition du flux magnétique décrite ci-
haut, au flux rémanent et au fait que les autres jambes du
noyau magnétique en se suturant autoriseront des flux de
fuite qui ne parviendront pas la ïambe centrale 2.
La Figure fa) représente le circuit équivalent de
l'inductance variable auto contrôlée à entrefers de la
Figure la L'impédance du circuit primaire comportant les
enroulements lova et lob reliés en série) peut être représentée
par une résistance R en sexe avec une impédance reactive
Là tandis que l'impedance du bobinage de contrôlé enroule-
monts fia et lob en sorte) peut cire représentée par une
résistance R en sorte avec une impédance reactive IL , ou
Là représenté la valeur d'inductance du circuit primaire
comportant les enroulements lova et lob relies en sorte, L
la valeur d'inductance des enroulements fia et lob en sorte,
et la fréquence angulaire of a la ~requence f du courant
alternatif du bobinage primaire. Le courant if est le cou-
rani alternatif qui circule dans le bobinage primaire et le
~2;~3~3~
courant if représenté le courant continu circulant dans le bobinage de contre et provenant du redressement du courant
if par le pont de redressement 12. Il est noter que le
courant i circule toujours dans la même direction puisqu'il
correspond au courant redressé délivré par le pont de redores-
sèment 12. Ici, l'indice p est associe au bobinage primaire
tandis que l'indice s est associé au bobinage de contrôlé.
Tel qu'illustre à la Figure fa), l'enroulement
fia du bobinage de contrôle a un nombre de tours égal a n
fois le nombre de tours de l'enroulement lova du bobinage
primaire, n étant légèrement supérieur à 1. De la même façon,
l'enroulement lob a un nombre de tours égal à n fois le nombre
de tours de l'enroulement lob
Comme le rapport n du nombre de tours des enroué
lements fia et lob du bobinage de contrôle et du nombre de
tours Des enroulements lova et lob du bobinage primaire est
légèrement plus grand que 1, et que le courant continu de
contrôle if redressé circulant dans les enroulements fia et
lob est toujours égal ou plus grand en module que le courant
alternatif if, le flux magnétique résultant dans chaque jambe
externe 3 ou 4 est toujours de même polarise, soit de la
polarise imposée par le courant continu if en induisant un
flux magnétique correspondant (voir les flèches 18 et 19 de
la Figure la, en l'absence d'enroulements de polarisation
qui peuvent cire ajoutés comme on le verra plus loin.
Le circuit magnétique de la jambe externe 3 étant
identique à celui de la jambe externe 4, les flux magne-
tiques se comportent de la même façon dans l'une et l'autre
de ces deux jambes, mais avec un décalage angulaire de 180.
Puisque le flux magnétique évolué dans chaque jambe suivant
un cycle mineur d'hysteresis~ la courbe du flux magnétique
en fonction du courant i effectif dans l'inductance variable
n'est pas la même au cours de la descente et au cours de la
montée de ce courant. La Figure ? illustre un tel cycle
mineur d;hystéresis.
_ 9 _
: ,:
381
Si l'on part de if = if Max, Max étant la valeur
crête du courant alternatif if, le flux magnétique
finis + if) dans hune des jambes externes 3 et 4 diminuera
à mesure que le courant alternatif if s'approchera de la
valeur -Max. Pendant ce temps, le flux magnétique
fi (ni - if) dans l'autre des jambes externes augmentera
selon une portion de courbe différente vers la valeur de
q 2 r (n+l)imax_7- Le cycle mineur dis
trois de la Figure 2 évolue donc pour des valeurs de
courant i situées entre (n-l)imax et(n+l)imaX ta représente
le courant coercitif et if le flux rémanent.
Dans les explications qui suivent, nous utiliserons
des courbes modèles idéales sectionnellement linéaires.
Il sera aussi brièvement discute de quelle manière corriger
les résultats ainsi obtenus pour tenir compte des courbes
réelles, c'est-à-dire du cycle mineur d'hysteresis et de
l'arrondi du genou de la courue de magnétisation.
La Figure 3 illustre une courbe de magnétisation
sectionnellement linéaire représentant la tension fi en
fonction du courant i, l étant la tension crête a
la fréquence f du courant alternatif if requise pour atteindre
un niveau d'induction B, selon la relation l = NIA of
a déjà été défini, N est le nombre de tours du bobinage
portant le courant alternatif et A la section de noyau
magnétique efficace qui porte le flux magnétique. Il est
évidemment désirable d'obtenir une courbe se rapprochant
le plus possible de celle de la Figure 3 pour le fonction-
nomment de l'inductance variable autocontrôlee à entrefers.
La première section linéaire de la demi-courbe supérieure
de la Figure 3 évolué de i = 0 ~usqu'à i = if selon une
pente Ill tandis que la seconde section linéaire a une pente
Là pour des courants i plus grands que ion le courant au
genou de la demi-courbe de la Figure 3.
Une caractéristique intéressante du fonctionnement
de l'inductance variable est en régime permanent sa tension
-- 10 --
~2~3~
crête d'opération VO en fonction du courant croie
Max. En considérant les résistancesRp et Ré négligeables
devant les impédances ré actives Là + 2~L2 et ils + 2n2~L2,
les tensions en conduction aux bornes des dindes négligeables
devant la tension crête d'opération VO de l'inductance
variable, l'angle de phase nul au temps d'enclenchement, et
le flux magnétique à la descente finis + if) identique à
celui à la montée finis - hi, c'est-à-dire sans cycle
d'h~stérésis, il peut être démontré mathématiquement qu'en
régime permanent et dans le cas où la demi-courbe de magne-
tissassions est formée de deux segments linéaires, comme à la
Figure 3, la courue de la tension croie VO en fonction du
courant crête Max évolue sur trois segments linéaires de
pentes différentes. La Figure 4 illustre cette courbe de VO
en fonction de Max.
La première section linéaire de la demi-courbe
supérieure de la Figure 4 pour 0 Max ion a une
pente Là + Ill La tension VO évolué donc en fonction
de cette pente de zéro jusque Là 2~Ll~io/(n+l~.
La seconde section linéaire de la demi-courbe de
la Figure 4 pour ion Max ion a une pente:
m = / Là + Là + Là - n Là - ~L2)_7 (1)
La valeur de la tension croie d'opération VO
évolue donc linéairement de VO = Là + 2~Ll~io/(n+l)
jusqu'à VO = Là + 2~L2~ ion y lorsque le courant Max
varie de ion à ion selon cette pente m.
Dans la reaion où le courant Max iQ/(n-l), une
troisième section de If demi-courbe de la Figure 4 a une
pente Hile + 2~L2) selon laquelle évolué VO en fonction de
i max
Les différentes pentes des sections linéaires de
la demi-courbe de la Figure 4 démontrent que la tension
croie dépression de l'inductance VO dépend de l'impedance
-- 11 --
. .
~2~2~3~
reactive d'entrée du bobinage primaire Pet non de lié
pedance reactive du bobinage de contrôle Là Cette con-
clusion est tout a fait générale et s'applique aussi bien
à une courbe de magnétisation modèle telle qu'illustrée à
la Figure 3, qu'a un cycle mineur d'hystéresis tel qu'il-
lustre à la Figure 2.
A partir de l'expression de la pente m, on peut
déduire qu'un choix judicieux du rapport de tours n permet
de modifier comme on le désire la pente de la tension VO
en fonction du courant pour les valeurs de Max situées
entre ion et ion
En effet, pour
Là + Ill if = Là + 2~L2) if
nul (n-l)
c'est-à-dire pour:
(y 1 2) (2
n = P
(IL - )
la pente m est nulle et on obtiendra une valeur de la
tension constante en fonction du courant Max pour la
section linéaire centrale de la demi-courbe de la Figure
y, soit VO = (Ill Là o
Il est à noter que la valeur de la tension
VO hi - ~L2)io correspond sur la courbe de la Figure
3 au point d'intersection de l'axe vertical l avec le
prolongement de la section de pente y
Lorsque l'on désire obtenir une pente m positive
ou négative, il suffit de modifier de façon appropriée
le rapport de nombre de tours n. La pente m est d'autant
plus sensible a la valeur de n, que
(IL + 2~L2) / (IL + Ill est petit. Même en modifiant
la pente m, l'on constate que le point d'intersection 21
entée l'axe vertical VO et le prolongement de la section
linéaire centrale de la demi-courbe de la Figure 4 est
~Z2S~3~
toujours le même. Il est a noter que le même phénomène
se produit sur la demi-courbe inférieure de la Figure 4.
En utilisant le modèle de la Figure 3 et en pro-
cédant au développement en sortes de Fourier d'expressions
obtenues mathématiquement pour représenter le courant ci-
ter natif if dans le bobinage primaire de l'inductance
variable, il est possible de retrouver le contenu haro-
nique de ce courant if. Aux deux extrémités de la plage
de courant if, soit pour 0 Max ion et
Max ion if est sinusoïdal et ne contient donc que
la fondamentale. C'est donc dans l'intervalle entre ces
deux extrêmes qu'il y a lieu de procéder à l'analyse
harmonique du courant if. Une telle analyse nous démontre
que le courant if a un fort contenu harmonique sauf lorsque
sa crête atteint une valeur donnée par l'expression:
max = if
r nul - w
L ~Ls+n2~L2~n2~Ll ¦
Il est alors parfaitement sinusoïdal. Ces résultats Soit
importants. En effet t alors que pour un courant crête Max
donné, l'amplitude de la tension VO est indépendante
de ils tel que vu précédemment, il est possible de modifier
la forme du courant pour la rendre sinusoïdale en ajustant
précisément cette valeur de ils. Ceci peut s'avérer parti-
culièrement utile quand on ne veut pas avoir trop d'harmo-
niques à un courant inox et à une tension VO pré-établis,
par exemple en régime normal ou nominal. Cette valeur de
l'impédance ré active ils peut être ajustée en introduisant
une inductance 22 de valeur fixe dans le circuit de contrôle,
c'est-à-dire en série avec les enroulements fia et lob, tel
que représenté la Figure a. Si ceci n'est pas suffisant,
on peut utiliser de la filtration. Dans un système triphasé,
on pourra bénéficier de l'avantage de certains types de
- 13 -
raccordement, par exemple un raccordement en delta de
trois inductances variables autocontr81ées à entrefers
selon l'invention.
Comme il ne sera jamais possible de réaliser
précisément la courbe de magnétisation utilisée comme
modèle et illustrée en Figure 3, ainsi que la courbe de la
tension VO en fonction du courant Max de la Figure 4, il
y a lieu de discuter brièvement des corrections à apporter
à la théorie pour qu'elle s'adapte mieux à la réalité.
Tel que précise auparavant, le flux magnétique
n'evolue pas selon la courbe de magnétisation utilisée
comme modelez mais plutôt selon des cycles mineurs dis
teresis ayant leur sommet à (nul) Max et leur limite
inférieure à (n-l) Max. Le flux magnétique dans une jambe
externe après cire elle vers un maximum qui peut correspond
dure a une saturation très profonde, à (n+l)imax, revient
vers une valeur beaucoup plus petite, celle of le courant
a la valeur ~n-l)imax. Pendant ce temps, le flux magnétique
dans l'autre jambe externe remonte en passant de sa valeur
à (n-l)imax a sa valeur à (n+l)imax. De cette façon, même
si on peut considérer sans grande erreur que le flux magné-
tique a (n~l)imax appartient à la courbe de magnétisation
modèle, il n'en est pas du tout de même pour le flux a
(n-l)imax qui, lui, appartient plutôt à la courbe de
descente du flux magnétique sur le cycle d'hysterésis à la
fréquence du courant alternatif if ayant son sommet à
nui a La provision du flux magnétique à ~n-l)imax
devient de ce fait ires difficile, puisque très sensible
à l'arrangement des totos 20 du noyau 1, à la qualité du
matériau magnétique, à tout déplacement même produit par
lléchauffement des bobinages et au flux atteint
nui a' en plus de l'effet lie à la fréquence. Comme
il sera discute plus en dotait ci-après, c'est pour réduire
ces différents inconvénients et pour augmenter la plage
de régulation en tension à un niveau de tension déterminé que
- 14 -
~93~3~
les entrefers 7 et 8 ont été introduits dans les deux
jambes externes 3 et 4 du noyau magnétique. En réduisant la
pente Ill, par l'introduction d'un entrefer, on fait sinon
disparaître du moins diminuer considérablement l'influence
des phénomènes énumères ci-dessus. Il reste à tenir compte
du courant coercitif ta, la fréquence du courant if, pour
un certain degré de saturation atteint, et du flux rémanent
qui en résulté sous la pente Ill, quand il y a un entrefer.
Sous une forme simplifiée, la Figure 5 illustre la nouvelle
courbe de magnétisation modifiée qui tient compte du flux
rémanent et du champ coercitif. Nous négligeons ici l'effet
dû au flux rémanent qui a tendance à continuer à augmenter
en fonction de la saturation, augmentant ainsi la pente
Un développement mathématique approprié démontre
que la tension dépression crête VO de l'inductance variable
à entrefers fonction de Max est réduite de (Ill - ~L2)iC
en raison du champ coercitif. Il en est de même de la plage
intermédiaire de courant de la demi-courbe supérieure de la
Figure 4 qui devient
o ci 1) Max Rio ion - 1), ainsi que pour
toutes les autres expressions dans lesquelles if est remplacé
par Rio i ). On ne tient pas compte ici de la modification
apportée à la forme du courant par le fait que la machine
S opère suivant des cycles mineurs d'hystérésis.
Les Figures fa) et 6b) montrent un bobinage de
polarisation comprenant des enroulements a et 23b disposés
autour des jambes externes 3 et 4, respect
vivement. Ces enroulements a et 23b sont raccordés en
série et enroulés autour des jambes 3 et 4 de la même
façon que les enroulements de contrôle fia et lob pour
générer un flux magnétique continu dans le circuit magné-
tique ferme défini par les jambes externes 3 et 4 en réponse
à un courant continu de polarisation ipo1, et ce dans le
même sens ou dans un sens contraire par rapport au flux
- 15 -
2938~
magnétique continu génère par les enroulements fia et lob,
selon le sens du courant il Ces enroulements a et 23b
peuvent être alimentés comme a la Figure fa) par une source
de courant continu réglable 24 ou une source de tension
continue réglable à travers une résistance 25. Il y a
intérêt a ajouter dans ce circuit une inductance de lissage.
Une autre possibilité illustrée a la Figure 6b) consiste
à disposer sur le noyau magnétique l un bobinage suppléé
dentaire comprenant deux enroulements a et 26b enroulés
là autour des jambes 3 et 4 respectivement et qui produisent
un courant redressé par les dindes 27 et 28 et appliqué
aux enroulements a et 23b à travers une résistance
ajustable 29 prévue pour régler l'intensite de ce courant
redresse pour ainsi fournir à ces enroulements a et 23b
leur courant continu Pol. Une inductance de lissage 30
peut aussi être ajoutée pour fournir un courant continu
Pol plus constant. Ce courant de polarisation ipo1 joue
dans les équations exactement le même rôle que le courant
coercitif ta. Comme il peut être de l'une ou l'autre
polarise, il peut servir à niveler les effets du courant
coercitif ta, ou de façon générale à ajuster la tension
croie dépression JO au niveau requis.
Pour améliorer la forme d'onde, les différents
enroulements sont avantageusement superposés comme a la
Figure 7 sur les jambes 3 et 4 afin que les entrefers soient
en leur centre. L'enroulement de polarisation a est
bobine en premier lieu sur la jambe 3 et, s'il y a lieu,
l'enroulement a et par la suite par ordre l'enroulement
primaire lova, et l'enroulement de contre fia. De la même
façon, l'enroulement de polarisation 23b est bobine en
premier lieu sur la jambe pouilles l'enroulement 26b, s'il
y a lieu, et par la suite par ordre l'enroulement primaire
lob et l'enroulement de contrôle lob.
Dans le modèle utilisé de la Figure 3, la demi-
courbe de magnétisation est représentée par deux segments
- 16
~Z938~L
de droite de pente Ill et Là ce gui entraîne des change-
monts brusques dans la représentation de la tension VO
fonction du courant Max lorsque (n + lima traverse le
courant if et par la suite quand un - 1) Max traverse la
même valeur du courant. En réalité, le genou de la courbe
de magnétisation est toujours arrondi. Il en résulte un
arrondi similaire quand in + 1) Max passe de la pente IL
à la pente Là Lorsque (n-l) Max arrive son tour dans
cette région, il se produit un arrondi de courbure inverse.
De plus, la courbure de ce dernier arrondi sera beaucoup
plus faible puisque (n-l) ira pour n légèrement plus
grand que 1 ne progresse que lentement par rapport au
courant Max. Ces doux arrondis et particulièrement le
dernier ont pour effet de réduire la plage de variation du
courant Max en fonction de la tension VO mise en évidence
par la section intermédiaire de pente m de la demi-courbe
de la Figure 4. C'est justement pour cette raison kil y a
intérêt, tel que mentionné auparavant, à utiliser des
matériaux magnétiques qui présentent un genou de magnétisa-
lion abrupte. Il y a surtout intérêt à construire le noyau, et à joindre ses tôles 20 de façon à ne pas allonger ce
genou.
Examinons maintenant plus en détail les effets
des entrefers 7 et 8. L'lntroduction d'un entrefer identique
dans chacune des deux jambes externes 3 et 4 a pour effet
de diminuer les pentes Ill et Là de la courbe de magnétisa-
lion de la Figure 3 et du cycle mineur d'hystéresis il lus-
té à la Figure 2, particulièrement celle de pente élevée
rencontrée à bas niveau d'induction, soit Ill. La formule
approximative utilisable est la suivante:
IL = _ air f
a + Of air
où IL est l'impédance de l'enroulement bobine sur la jambe
3 ou 4 du noyau en ohms, N est le nombre de tours de l'en-
- 17 -
~æ~93~
roulement, A est la section utile de la jambe (3 ou 4?,
a est la longueur de l'entrefer en mètres, Of est la
longueur du circuit ma~netique vu sur une jambe (3 ou 4)
en mètres, est la fréquence angulaire, vair est égal a
4~X10 , et fuir est la perméabilité relative du matériau
formant le noyau magnétique.
En saturation très profonde, c'est plutôt
l'impedance de la bobine dans l'air qui est apparente.
Cette impédance dans le cas d'un solénoïde peut être
évaluée par la formule approximative:
2.2 X 10 D 2 N
IL = _ m
Dû 2.2 Q
of IL est l'impedance de l'enroulement dans l'air en ohms,
Dû est le diamètre moyen de l'enroulement en mètres, Q est
la longueur de l'enroulement solénoïde en moires, et les
autres paramètres sont tels que définis plus haut. Une
formule de calcul plus précisé peut parfois sauverez noces-
saine.
C'est en fait cette dernière impédance qui sert
a calculer l'evolution de la tension V en fonction de i
o max
pour Max ion alors que c'est la première expression
qui servira dans la région Max ion
L'introduction d'un entrefer a l'avantage de
réduire considérablement la sensibilité de l'inductance à
toute modification du cycle mineur d'hysteresis. En effet,
à pente très abrupte, le flux magnétique à (n-13imax peut
changer grandement sous la moindre variation de courue.
Puisque llimpedance Ill est réduite de façon importante par
les entrefers, ce phénomène est atténué. De même, l'ajuste-
ment sur n pour obtenir un étatisme donne deviendra moins
critique comme on peut le voir à partir des équations (1)
et y L'introduction d'entrefers dans les jambes extrêmes
3 et 4 permet donc de maîtriser les caractéristiques d'oie-
ration de l'inductance auto contrôlée et par conséquent de
- 18 -
a
construire des inductances caractéristiques similaires
et les ajuster de façon a obtenir une plage de variation
beaucoup plus importante du courant et donc de la puissance
reactive que l'inductance peu-t absorber pour une faible
variation de tension et ce, à un niveau de tension préétabli
Le principal problème rencontré par le passé était justement
le trop grand degré d'incertitude quant à ce niveau dopé-
ration en tension.
Des entrefers dont la dimension a été bien choisie
permettront donc de masquer les petites diversités dues a
des variantes dans le montage du noyau magnétique 1 ou dans
la qualité des tôles 20.
L'inductance à entrefers a cependant linon
vengent dévore un plus haut taux d'harmoniques dans son
courant if à la différence de machines connues. Cependant,
l'inauctance ce valeur fixe 22 (Figure fa) permet d'obtenir
un point d'opération of le courant if est sinusoïdal. Tel
que déjà`mentionné, la filtration ou encore un raccordement
en delta dans un système triphasé pourra diminuer ce taux
harmoniques
Il est a noter ici que les résistances demeurent
faibles devant les impédances ré actives, même en saturation,
et par conséquent l'in~luence des résistances sera négli-
gable ainsi que celle de leur augmentation due à l'échauf-
aiment des bobinages
Les conditions transitoires, c'est-a-dire le
temps de réponse sera ~rievement discuté ci-après.
Pour la plage de courant Max ion il peut
être démontre mathématiquement que si l'inductance opère a
une tension crête VO et que son courant crête initial est
alors Max < if et que soudainement il se produit une
augmentation nul) de tension Y, le courant après un demi-
cycle, si Ill est grand et n légèrement plus grand que 1, ne
sera pas éloigne de la valeur finale.
Concernant la plage de ion Max ion
., 19 -
y
le temps de réponse est d'autant plus rapide que
(IL + Là 4~L2) est petit. On constate également qu'une
grande valeur de IL ralentit la transition. Donc, l'in-
traduction de l'inductance de valeur fixe 22 (voix Figure
fa) augmentera le temps de réponse qui demeurera quand même
rapide.
En dernier lieu, pour la plage de courant
Max ion le temps de réponse sera d'autant plus
rapide que (ils + un Là se rapproche de là + 2~L2).
Dans tous les cas, le temps de réponse sera très
rapide, de l'ordre de quelques demi-cycles.
Il convient ici de mentionner que dans certaines
applications une inductance fixe 32, un condensateur 33 r OU
une inductance fixe 36 en série avec un condensateur 37
peuvent cire reliés en parallèle avec l'inductance variable
autocontr~lée à entrefers selon l'invention 31 de manière à
ce que l'ensemble donne une caractéristique de fonctionnement
désirée, tel qu'illustré aux Figures fa) a oc).
L'inductance variable a~tocontrôlée à entrefers
selon l'invention constitue un élément passif relativement
simple de régulation de tension alternative par absorption
auto contrôlée de puissance ré active, à un niveau de tension
VO donné situé sur la section de courbe de pente m de la
Figure y.
L'inductance variable auto contrôlée a entrefers
présente donc un intérêt marquant pour la régulation de
tension un niveau donné par absorption auto contrôlée de
puissance ré active. Elle peut cire utilisée comme inductance
shunt variable, ou encore comme compensateur statique.
Une application particulièrement intéressante est
la régulation de la tension alternative de charge dans
l'alimentation par fil de garde, ou de façon plus générale
dans l'alimentation par source capacitive (couplage capaci-
tif). La Figure 9 représente une telle source capacitive
ayant pour circuit équivalent une source 38 de tension V
- 20 -
~Z;2938~
qui, par exemple, peut être une ligne de transport d'energie
électrique) et un ensemble de condensateurs 39 de valeur C.
Cette source alimente une charge resistive R. Une lnductance
variable autocontrôlee entrefers selon l'invention 31 est
5 reliée en parallèle avec la charge R. Un courant ta circule
dans l'ensemble 39, un courant il dans l'inductance 31
et un courant if dans la charge R. Une tension Va apparaît
aux bornes de l'ensemble 39 et une tension VU aux bornes
de la charge R et de l'inductance 31.
La théorie démontré qu'en variant convenablement
la valeur de l'inductance 31 en fonction de la valeur de la
charge R, il est possible de maintenir constante la tension
VU aux bornes de la charge R dans une plage donnée. Avec
l'inductance variable autocontrôlee a entrefers décrite ci-
15 dessus, il est possible de maintenir constante la valeur de
VU en choisissant la pente m (voir Figure 4) nulle. Il est
même possible, en modifiant de façon appropriée la pente m
voir Figure 4) par un ajustement du nombre de tours des
enroulements de contrôle fia et lob figure la) ), de pers
20 mettre une régulation positive de la tension VI en fonctionne la charge (tension aux bornes de la charge R qui augmente
avec cette charge), pour ainsi obtenir un transfert de puis-
séance active optimal de la source 38 a la charge R.
Bien que la présenté invention ait oie décrite
25 par le biais d'un mode de réalisation préfère de l'in-
duc tance variable, il doit être note que toute modification
à ce mode de réalisation ainsi que toute autre application
de l'inductance variable peuvent cire réalisées, à condition
de respecter le tendue des revendications annexées, sans
30 sortir du cadre de la pressing invention.
